Розвиток теоретичних основ розрахунку і конструювання багатофункціональних систем ковзних затворів для комплексної обробки і розливання сталі

Размещено на http://www.allbest.ru

Размещено на http://www.allbest.ru

Вступ

Актуальність проблеми. Розробка прогресивних технологій і нового обладнання, що забезпечують підвищення якості і зниження собівартості металопродукції, яка випускається, є приоритетним напрямком розвитку сталеплавильного виробництва у сучасних умовах. Рівень досягнутих показників поліпшення службових властивостей металу, що виплавляється, у значній мірі залежить від технологічних прийомів, які виконуються на заключних етапах процесу отримання безперервнолитої заготовки або злитку, до котрих відноситься позаагрегатна обробка і розлив сталі, що тісно взаємопов'язані поміж собою. Вказаний взаємозв'язок обумовлений не тільки спільністю задач, що вирішуються, а й можливістю підвищення ефективності заходів, які проводяться, при комплексному їх використанні, оскільки отримані під час позапічної обробки сталі позитивні результати можуть бути втрачені при наступному розливі, якщо не забезпечити відповідних умов його проведення.

Одним із шляхів підвищення ефективності комплексних методів позапічної обробки і наступного розливу сталі є створення універсального обладнання, що має розширені функціональні можливості і забезпечує сумісництво операцій позапічної обробки з випуском сталі із плавильного агрегату і наступним її розливом. До такого обладнання слід віднести ковзні затвори. За їх допомогою вдається реалізувати безшлаковий випуск сталі із будь-якого плавильного агрегату. Після доповнення системи ковзного затвору спеціальними пристроями з його використанням можна виконувати інжекційну обробку сталі у ковші під час її випуску із плавильної печі або конвертора, забезпечити дозоване введення модифікаторів чи легуючих компонентів у сталь, що розливається у виливниці, з одночасним захистом від вторинного окислення або створити розрідження у просторі біля струменю при безперервному розливанні з використанням стаканів, що занурюються.

Необхідність суттєвого підвищення обороту сталерозливальних ковшів, яке обумовлене різким скороченням періоду поміж плавками у дугових печей, що модернізуються або заново вводяться до експлуатації, а також зростанням об'ємів сталі, яка обробляється на установках “ківш-піч”, що функціонують у комплексі з високопродуктивними МБЛЗ в умовах безперервного лиття заготовок довгими серіями, потребує створення конструкцій ковзних затворів нового покоління, котрі б дозволяли зменшити тривалість підготовки розливальної системи ковша до роботи з 2-3 годин до 30-35 хвилин.

Спроби вирішення вказаної задачі за рахунок придбання нових імпортних шиберних систем, як показала практика, привели до суттєвого зростання експлуатаційних витрат, що, у кінцевому рахунку, спричинило підвищення собівартості сталі, яка виробляється. Вказані витрати обумовлені конструктивними особливостями розливальних пристроїв, що імпортуються. Рівномірність прикладання сили при притисканні рухомої вогнетривкої плити до нерухомої у затворах сучасного типу, які розроблені зарубіжними фірмами “Sanac”, “Interstop”, “Uberzette” та ін., забезпечується за рахунок використання жорстких, масивних корпусів, що виготовлені із жароміцних сталей; високоякісних вогнетривких виробів з мінімально можливими допусками на розміри; а також спеціальних пружних елементів ( витих або тарілкових пружин), які потребують інтенсивного охолодження під час розливу метала. Із цієї причини вказані затвори мають високу ціну (10 - 14 тис. дол. США). В зв'язку з цим у теперішній час в Україні розпочалися роботи по створенню сучасних ковзних затворів касетного типу, що зорієнтовані на комплектацію вогнетривкими виробами вітчизняного виробництва і мають ряд технічних новацій, які спрямовані на зниження енерго- і матеріалоємності, а також на спрощення і здешевлення їх виготовлення.

При проектуванні затворів нового покоління, які призначені для переобладнання розливальних і проміжних ковшів, розробникам доводиться керуватися у основному дослідними даними, що обумовлено відсутністю теоретичних положень, котрі враховують особливості роботи шиберних систем і дозволяють шляхом розрахунку визначити оптимальні значення геометричних параметрів їх відповідальних вузлів та елементів.

Тому розробки і дослідження, що спрямовані на розвиток основ розрахунку і конструювання високоефективних систем ковзних затворів, є актуальними і мають теоретичне та практичне значення.

Мета і завдання дослідження. Метою дисертаційної роботи є розвиток теорії розрахунку, пошук, обґрунтування конструктивних рішень і створення багатофункціональних систем ковзних затворів, що забезпечують реалізацію комплексної технології позапічної обробки і розливання сталі з мінімальними часовими, трудовими і енергетичними витратами.

Для досягнення поставленої мети необхідно вирішити наступні завдання:

- проаналізувати конструктивні особливості сучасного механічного обладнання для позапічної обробки і розливу сталі і обґрунтувати доцільність використання багатофункціональних систем ковзних затворів;

- розвинути принципи конструювання і теоретичні основи розрахунку енергосилових параметрів дво- і триплитних затворів касетного типу та їх приводів;

- розробити математичну модель для розрахунку геометричних параметрів продувного вузла ковшового затвору;

- отримати теоретичні залежності для розрахунку параметрів блоку газодинамічного захисту сталі від вторинного окислення під час розливу у виливниці з застосуванням затворів;

- оцінити інтенсивність підсосу повітря у канал ковшового затвору і розробити рекомендації з розрахунку його блоку, що забезпечує реалізацію безперервного розливу сталі у розрідженій атмосфері;

- отримати залежності для розрахунку елементів блоку затвора для рівномірного подання подрібнених феросплавів під струмінь металу у процесі розливу;

- провести промислове випробування і застосувати у виробництво багатофункціональні ковзні затвори, оцінити ефективність і перспективи їх використання.

1. Перспективи і шляхи використання систем ковзних затворів у сталеплавильному виробництві для позапічної обробки і розливання сталі

Виконано аналіз сучасних тенденцій удосконалення механічного обладнання для реалізації тісно взаємопов'язаних технологій позапічної обробки і розливання сталі. Звернено увагу на необхідність комплексного застосування способів впливу на рідкий метал на всіх етапах технологічного ланцюга процесу отримання злитків і безперервно литих заготовок з моменту початку його випуску із плавильного агрегату і до моменту завершення кристалізації. Разом з цим відмічено підвищення у загальному об'ємі витрат, що визначають врешті-решт ціну на метал, частини видатків, які пов'язані з додатковими потребами дорогих вогнетривких виробів, енергоносіїв і спеціальних матеріалів (реагентів).

Тому в умовах підсилення конкуренції на ринку металу забезпечення оптимального співвідношення цінових і якісних показників металопродукції, що виробляється, яке відповідає інтересам виробника та споживача, має важливе економічне значення.

Проблема ресурсозбереження потребує всебічного підходу, що передбачає виконання теоретичних та експериментальних досліджень, а також конструкторсько-технологічних розробок, результати яких дозволяли б оптимізувати параметри і скоротити тривалість процесів ковшової металургії, знизити витрати вогнетривів, електроенергії та інертного газу, підвищити ступінь засвоєння реагентів, які вводять у розплав.

Найбільш дійовим способом скорочення загальної тривалості повного циклу комплексної обробки сталі є суміщення або паралельне виконання декількох технологічних операцій. При наявності відповідного обладнання під час випуску метала у розливальний ківш можливе одночасне проведення відсікання технологічного шлаку, донної продувки інертним газом і десульфурації твердими сумішами, що утворюють шлак, а в ході наступного розливання готової сталі здійснення її мікролегування і захисту від вторинного окислення.

Аналіз конструкцій відомих пристроїв і результатів їх використання для проведення комбінованої обробки рідкої сталі показав, що по сукупності можливостей досягнення поставлених завдань переваги мають ковзні затвори, котрі поряд з дозованим переливом металу із ковша можуть з успіхом використовуватись для виконання декількох додаткових технологічних операцій, які сприяють підвищенню якості злитків і заготовок, що відливаються.

З урахуванням цього була висунута концепція блочної побудови багатофункціональних ковшових затворів, до складу котрих входять базовий і декілька допоміжних блоків, які забезпечують під час перебування сталі у ковші здійснення у встановленій послідовності комбінації способів, спрямованих на поліпшення якісних характеристик металу, що розливається.

Успішне використання затворів з розширеними функціональними можливостями, які розроблені і використовуються як цільна система, до теперішнього часу стримувалось відсутністю науково обґрунтованих положень з розрахунку і конструювання розливальних пристроїв нового покоління у відповідності із зміною умов їх експлуатації, що обумовлені особливостями нових технологій обробки і розливу сталі.

Робота, розпочата автором у Донецькому національному технічному університеті у кінці 80-х років минулого століття, включала у себе вивчення закономірностей газо-гідродинамічних процесів, що протікають у рідкій ванні сталерозливного ковша, яка перемішується газом, та у каналі його затвору при формуванні і взаємодії струменя з навколишньою атмосферою, послужила базою для подальшого розвитку теоретичних основ розрахунку оптимальних геометричних параметрів і принципів конструювання раціональних ковзних ковшових затворів, а також пристроїв, котрі є їх структурними елементами і забезпечують виконання операцій з інжекційної обробки, мікролегування сталі і її захисту від вторинного окислення.

2. Розвиток теорії розрахунку і принципів конструювання ефективних систем ковзних затворів

Наведені результати теоретичних та експериментальних досліджень умов навантаження елементів конструкції ковшових затворів. Для визначення напружень в найбільш відповідальних деталях ковшових затворів з використанням положень теорії пружності і пластичності розробили математичну модель об'ємного напружено-деформованого стану вогнетривких плит розливальних пристроїв шиберного типу, яка реалізована у вигляді пакету програм у відповідності з концепцією метода кінцевих елементів (МКЕ), що враховує геометричні форми деталей, котрі досліджуються, властивості їх матеріалів, наявність концентраторів напружень і дозволяє значно наблизити розрахункову схему до реального об'єкту.

При складанні математичної моделі затворів апроксимацію тримірної області їх розрахункових схем виконали кінцевими елементами (КЕ) у формі тетраедра з координатами x, y, z. Зміщення у локальних вузлах у напрямку цих координат визначили за допомогою трьох компонентів ui , vi, wi. Поле переміщувань у КЕ описували за допомогою інтерполяційних функцій, які є поліномом виду:

,

де i = 1, 2, ..., 4 - номер локального вузла; ai, bi, ci, di - коефіцієнти, значення котрих визначаються через координати вузлів КЕ; V - об'єм КЕ.

Теоретичні дослідження напружено-деформованого стану керамічної частини дво- і триплитних ковзних затворів на основі МКЕ показали, що максимальні напруження max, які виникають у вогнетривких плитах із заданого матеріалу (механічні властивості характеризуються модулем пружності Е і коефіцієнтом Пуассона ), є складною функцією і залежать від наступних змінних (факторів):

max=(Bпл, Hпл, Lпл, lх, P).

де Тут Впл, Нпл, Lпл - ширина, висота і довжина вогнетривкої плити; lх - найбільший хід рухомої вогнетривкої плити; Р - сила притискання плит.

Результати розрахунків поряд з числовими значеннями мають візуальну інтерпретацію у вигляді об'ємних і площинних картин розподілення еквівалентних напружень у плитах затворів.

На основі даних планованого математичного експерименту 1-го порядку отримали залежності для визначення максимального напруження max у вогнетривких плитах, бо це значення напруження обумовлює безаварійну роботу шиберного затвору з позиції виконання умови міцності:

max ? [],

де [] - допустиме напруження матеріала плити.

Для скорочення числа факторів і виключення взаємопов'язаних змінних використали відносне перекриття плит = lх / Lпл.

Отримані рівняння регресії після переводу із кодованого у натуральний вид дозволили розрахувати максимальні напруження у вогнетривких елементах дво- і триплитних затворів для різних можливих комбінацій діючих факторів, які враховують різноманітність схем навантаження плит, їх геометричних параметрів і механічних характеристик:

(1)

(2)

Після перетворювань рівнянь (1) і (2) отримали залежності для розрахунку значень допустимої сили притискання Р вогнетривких елементів при збиранні дво- і триплитних затворів, які дозволили уточнити відомі залежності для розрахунку сили зсуву рухомої обойми ковзних затворів при різному конструктивному виконанні їх опорних вузлів:

F = Fp + Fтр1 + Fтр2 ; (3)

F = Fp + Fтр1 + Fтр2; (4)

F = 2Fр + 2 кн мп Р. (5)

В цих рівняннях FP - сила, що необхідна для зрізання металевої корки, яка утворилась в каналі затвору; мп - коефіцієнт тертя ковзання поміж робочими поверхнями вогнетривких плит; мм - коефіцієнт тертя ковзання поміж рухомою металевою обоймою і опорою; мц - коефіцієнт тертя ковзання поміж цапфою і роликом; f - коефіцієнт тертя кочення; dц - діаметр цапфи; dр і Dр - відповідно діаметри роликів, що встановлені у лінійні сепаратори і розміщені на цапфах; кн - коефіцієнт, що враховує додаткове навантаження через тертя рухомої металевої обойми триплитного затвору і напрямними; Р - сила притискання вогнетривких плит.

Для визначення значень сили Fp можна використати відому залежність:

, (6)

де к1 - коефіцієнт, що дорівнює відношенню максимального опору зрізанню до найбільшої міцності; ув - найбільша міцність сталі, що кристалізується на стінках розливального каналу; Sp - площа поперечного перерізу корки, що зрізається.

Під час стендових та виробничих випробувань дослідно-промислових зразків, ковшових затворів, які були спроектовані і виготовлені з врахуванням уточнених теоретичних положень про напружено-деформований стан вогнетривких плит, підтверджена справедливість отриманих залежностей, а також запропонованих технічних рішень, що спрямовані на створення перспективних конструкцій розливальних пристроїв нового покоління і удосконалення їх приводів. Завдяки виконаним теоретичним і практичним дослідженням розроблені раціональні системи касетних затворів балансирного типу, які забезпечують не тільки скорочення тривалості підготовки до роботи у порівнянні з блочними ковшовими затворами з 2-3 годин до 30-35 хвилин, а й можливість використання в них вогнетривких плит звичайної якості, у котрих різниця товщини по довжині може досягати 1-3 мм.

Виявлені недоліки сучасних приводів ковзних затворів, що обумовлені прикладенням поза віссю рушійної сили до рухомої обойми, яке сприяє появі зазору поміж вогнетривкими плитами при використанні відомих електромеханічних систем, а також коливаннями прикладеного навантаження до обойми рухомої плити і швидкості її руху у залежності від напрямку пересування, котрі досягають 15-17 % в умовах експлуатації існуючих гідроприводів, потребували нових розробок, які дозволяють забезпечити стабілізацію їх робочих характеристик. Поставлене завдання вирішили шляхом заміни в електромеханічному приводі кривошипно-шатунного механізму гіпоциклоідальним. Це дозволило реалізувати прямолінійний рух ланки, яка переміщує обойму затвора. Використання двоплунжерного циліндра замість поршневого в гідравлічному приводі ковзного ковшового затвору дало можливість досягти високої стабільності силових і швидкісних параметрів приводної системи даного типу.

3. Розробка теоретичних основ розрахунку і конструювання продувного блока системи ковзного затвору для інжекційної обробки сталі у розливальних ковшах

Присвячений розробці удосконаленого продувного вузла ковшового затвору і теоретичних залежностей для розрахунку його основних конструктивних і технологічних параметрів. На основі результатів фізичного моделювання визначили форму поперечного перерізу каналу фурми ковшового затвору, яка забезпечує максимальну інтенсивність перемішування рідкої ванни при решті рівних умов. Встановлено, що мінімально можливий час гомогенізації рідини, яка моделює розплав, котрий продувається газом, досягається у випадку використання щілинної фурми. Тому для подальших теоретичних та експериментальних досліджень був вибраний саме такий тип фурми.

При розробці теоретичних положень розрахунку параметрів щілинних фурм враховували не тільки геометричні параметри вогнетривких елементів, що формують канал у футерівці сталерозливного ковша, а й умови його розігрівання перед поданням під плавильний агрегат для прийому і інжекційної обробки металу, а також температурний стан металевої фурми безпосередньо перед надходженням в її канал рідкої сталі при закінченні процесу продувки.

Запропонована математична модель передбачає рішення поставленого завдання у три етапи. На першому етапі математичного моделювання визначали температурне поле в районі розміщення щілинної фурми при розігріванні ковша. На другому етапі моделювання визначали температурне поле футерівки в районі розміщення щілинної фурми при заповненні ковша металом і продувці. На третьому етапі моделювання визначали час твердіння металу і глибину його проникнення у щілинну фурму після завершення продувки.

При розробці математичної моделі прийняті наступні припущення. Поперечним перерізом фурми є прямокутник з розмірами а і в. Зазори поміж розливним стаканом, гніздовими цеглинами, цегловими виробами, кожухом ковша, металом, що твердіє, і поверхнею каналу фурми відсутні (припускається ідеальний контакт).

Вплив кожуха ковша і шиберного затвору на розподіл температури у районі розміщення щілинної фурми не враховували.

Температурне поле у вказаному районі формується симетрично відносно вісі щілинної фурми.

Повітря, що знаходиться у каналі щілинної фурми при розігріванні ковша, і азот, який залишився у каналі після закінчення продувки, нерухомі, тобто їх нагрівання здійснюється тільки за рахунок передачі теплоти теплопровідністю.

При математичному опису температурного стану продувного вузла затвору на етапах його підготовки до роботи і під час продувки використали диференційні рівняння (7) - (10) із теорії теплопередачі.

Розподіл температури в районі розміщення фурми у днищі сталерозливного ковша у процесі його розігрівання можна описати наступним диференційним рівнянням переносу енергії (тепла):

, (7)

де =1, 2, 3 - відповідно індекси повітря у каналі фурми, стінок фурми та вогнетрива; ci(t),сi(t),лi(t)- питома теплоємкість, щільність та коефіцієнт теплопроводності повітря, матеріалу фурми і вогнетрива; ф - час.

Розподіл температури у потоці азоту при продувці з урахуванням перевищення одного лінійного розміру (довжина каналу), яке дозволяє розглядати течію як одномірну, можна описати наступним диференційним рівнянням переносу енергії (тепла):

, (8)

де - середня швидкість потоку азоту в каналі фурми; - коефіцієнт конвекційної тепловіддачі від внутрішньої поверхні фурми потоку азоту; - периметр поперечного перерізу каналу фурми; - площа поперечного перерізу каналу фурми; - температура внутрішньої поверхні каналу фурми; - середня температура потоку азота в каналі фурми.

Розподіл температури у стінці фурми і вогнетриві можна описати наступним диференційним рівнянням переносу енергії (тепла):

, (9)

де =1, 2 - відповідно індекси стінки фурми і вогнетриву.

Процес твердіння розплаву в каналі фурми можна описати диференційним рівнянням переносу енергії (тепла) наступним чином:

, (10)

де ,,- теплоємкість, щільність, теплопровідність металу; - щільність рідкої фази металу; - теплота фазового переходу; - доля твердої фази у двофазній зоні.

При рішенні диференційних рівнянь переносу енергії застосували метод скінченних різниць та локально-одномірний метод. Для скінченно-різничної апроксимації диференційних рівнянь використали інтегро-інтерполяційний метод. При цьому застосована повністю неявна схема. Рішення систем алгебраїчних рівнянь, що апроксимують диференційні рівняння і відповідні граничні умови, виконали з використанням алгоритму Томаса (метод прогонки).

На основі запропонованої математичної моделі розрахували параметри щілинних фурм для здійснення продувки сталі у розливальних ковшах різної місткості і зіставили розраховану глибину проникнення в їх канал рідкої сталі після закінчення подачі газу з даними виробничих досліджень. Для цього відпрацьовані фурми розрізали у протяжній площині і вимірювали реальну довжину стовпчика металу, що застив у каналі. Зафіксовані результати вимірювань та порівняльні розрахункові дані наведені у табл. 1.

Таблиця 1 Глибина проникнення рідкого металу у канал фурми при різних геометричних параметрах щілинного сопла

Розміри сопла	Глибина проникнення металу (дослідні данні / розраховані значення), мм
Товщина стінки, Мм	а, мм	в, мм	а х в, мм2
3,0	24,5 24,0 23,5 23,0	1,0 2,0 3,0 4,0	24,5 48,0 70,5 92,0	180/170 290/295 680/665 900/920
4,0	34,5 34,0 33,5 33,0	1,0 2,0 3,0 4,0	34,5 68,0 100,5 132,0	150/155 250/240 420/415 900/915

Виконано комплекс промислових досліджень, які підтвердили правильність теоретичних і технічних розробок з розрахунку і конструювання продувного блока ковшового затвору, використання котрого в умовах сталеплавильних цехів металургійних і великих машинобудівних підприємств дозволило знизити у 2-3 рази неоднорідність рідкого металу щодо температури та хімічного складу перед розливанням, скоротити у середньому на 18 % його тривалість, зменшити брак на першому переділі у 1,5 - 2,5 рази і кількість низьколегованої та ресорно-пружинної сталі, яка перепризначена у рядові марки із-за низької кількості марганцю, відповідно у 1,2 та 1,5 рази.

4. Розвиток теорії розрахунку основних конструктивних параметрів блока затвору для газодинамічного захисту сталі від вторинного окислення при розливанні

Висвітлені результати теоретичних та експериментальних досліджень, що пов'язані з розробкою методів розрахунку і конструювання ефективних систем захисту сталі від вторинного окислення під час розливання у виливниці.

З використанням методу фізичного моделювання досліджені особливості формування струменя сталі у каналі ковшового затвору, а також його взаємодії з навколишнім середовищем на відкритій ділянці і показаний їх вплив на розвиток процесу поглинання металом кисню. Підтверджена доцільність застосування мір щодо покращанню організації струменя металу, що розливається, і здійснення його газового захисту. На основі даних досліджень динаміки газових потоків, які створюють екрануючу завісу, встановлено, що оптимальна витрата захисного газу для сифонного і верхнього розливу складає відповідно 60 і 100 м3/г, а швидкість його витікання при цьому повинна бути не менш 5 і 10 м/с. Показано, що для підвищення ефективності захисту від вторинного окислення сталі, що розливається у виливниці, необхідне забезпечення стабілізації подачі інертного газу у простір навколо струменя . З цією метою розроблений пристрій, який є структурним елементом ковзного затвору і забезпечує підтримку постійності витрати аргону при реалізації технології газодинамічного захисту металу у процесі відливання злитків.

Максимально можлива довжина прямокутних отворів роздільної стінки і дросельної заслінки

lmax Dд.з./(2zо),

де Dд.з. - внутрішній діаметр дросельної заслінки; zо - число отворів дросельної заслінки.

Мінімальна висота отворів роздільної стінки та дросельної заслінки hmin визначається за умови забезпечення потрібної об'ємної витрати газу при найменшому значенні його тиску у мережі. Ця умова виконується, якщо:

Sкр1 = l1hmin zo.

Тут l1 - довжина сумісної частини отворів роздільної стінки і дросельної заслінки, що дорівнює 0,8 lmax.

hmin = 1,25 Sкр1 / (lmax zo) = 2,5 Sкр1 / ( Dд.з ).

Довжина сумісної частини отворів l2 для випадку забезпечення потрібної витрати газу при найбільшому значенні його тиску у мережі:

l2 = Sкр2 / (hmin zo) = Sкр2 Dд.з / (2,5 Sкр1 zo) .

Розрахунковий кут повертання (рад) дросельної заслінки відносно роздільної стінки, що необхідний для збереження незмінної об'ємної витрати газу при максимальних коливаннях його тиску:

= 2 (l1 - l2) / Dд.з = 2 (Sкр1 - Sкр2)/ (Dд.з hmin zo) = 0,8 (Sкр1 - Sкр2)/ (Sкр1 zo).

Довжина дуги подільної окружності зубчастого сектору дросельної заслінки:

L = rз.с ,

де rз.с - радіус подільної окружності зубчастого сектору.

Максимальний хід плунжера золотника, а отже, і максимальне переміщення його пружини вздовж осі:

max = L = cnF,

де с - осьова податливість одного витка пружини; n - число витків пружини; F - осьове навантаження, яке долає пружина у стиснутому стані.

Максимальна сила, котру повинна розвинути пружина у стиснутому стані:

F = mPо max d2 п /4,

де Po max - максимальний тиск у газовій мережі; dп - діаметр плунжера золотника; m - коефіцієнт, що враховує додаткове навантаження від сили тертя поміж контактуючими поверхнями дросельної заслінки і роздільної стінки, а також у рейковій передачі.

Звідси діаметр плунжера:

dп = 4F / (m Po max) = 2 max / (mcnPo max).

Потрібна швидкість витікання захисного газу із кільцевого щілинного сопла значно нижче звукової (критичної), тому різниця тисків, під дією якої забезпечується необхідний режим руху газового струменя, повинна бути незначною, тобто Рс 1,1 Рокр. У цьому випадку газ прийнято називати нестиснутим, а його об'ємна витрата Vc дорівнює добутку швидкості витікання uc на площу найбільш вузького поперечного перерізу струменя:

Vc = Sоuс.

Тут - коефіцієнт звуження газового струменя.

Тоді потрібна площа прохідного перерізу кільцевого щілинного сопла:

So = Vc / (uс).

У відповідності з розрахунковою схемою:

So = ( / 4)(Dc.к + 2aщ)2 - D2с.к,

де Dс.к - зовнішній діаметр корпусу стакана-колектора; aщ - необхідна ширина кільцевого щілинного сопла.

Зрівнявши праві частини останніх двох виразів, після перетворення одержимо рівняння:

a2 щ + Dс.к aщ - 0,32 Vc / ( uc) = 0.

Вирішивши це рівняння відносно ащ , знаходимо розрахункове значення ширини кільцевого щілинного сопла.

aщ = - 0,5Dс..к 0,5 D2 с..к + 1,28 Vc / (uс).

З використанням результатів розрахунків (табл. 2), що виконані для умов розливання сталі із 100 і 250-т ковшів, яка захищалась газоподібним азотом від вторинного окислення при відповідних параметрах газу : Ро min = 0,2 МПа; Ро max = 0,4 МПа; То = 293 К; = 1,25 кг/м3; R = 296,9 Н . м / (кг. К), спроектували і виготовили дослідні зразки блоків газодинамічного захисту.

Промислове випробування вказаних блоків показало, що кількість кисня у готовому металі, який розливали з забезпеченням постійності витрати захисного газу, котрий створював завісу навколо струменя на відкритій дільниці, була на 11 - 45 % нижче у порівнянні з існуючою технологією розливання. Кількість азоту у прокаті, що отримали із злитків, які відливали із застосуванням стабілізованої подачі інертного газу, у більшості випадків зменшувалась. Пересічний показник скорочення частки азоту дорівнював 16%.

Таблиця 2. Дані розрахунку конструктивних параметрів пристроїв для газодинамічного захисту сталі від вторинного окислення

Місткість ковша, т	Геометричні параметри елементів пристрою
	Dд.з, мм	zo	lmax, мм	l1, мм	l2, мм	hmin, мм	, град	L, мм	rз.с, мм	c, мм/Н	n	dп, мм	ащ, мм
150	180	4	70	56	28	0,16 0,32	18	30	100	0,06	15	10	7
250	228	6	60	48	24	0,13 0,26	12	25	120	0,03	20	12	5,7

Значення параметрів у чисельнику та знаменнику відносяться до пристроїв, що використовуються відповідно при сифонному і верхньому розливанні.

5. Розробка метода розрахунку технологічних і конструктивних параметрів затвору для безперервного розливання сталі в розрідженій атмосфері

Присвячений експериментальним дослідженням технічних параметрів та режимів функціонування блоку ковшового затвора, що забезпечує розливання сталі на МБЛЗ в розрідженій атмосфері за рахунок зниження тиску у порожнині захисних труб і занурюваних стаканів за допомогою малогабаритного ежекторного пристрою.

В результаті візуальних спостережень за розвитком газо-гідродинамічних процесів у випускному каналі моделі ковша і контрольних вимірювань їх параметрів, які виконані на виготовленій у масштабі 1:2 фізичній моделі ковшового затвору, котрий був забезпечений захисною трубою, встановлено, що основними факторами, які сприяють проникненню повітря у розливальний канал, є: створення у ньому зон низького тиску, обумовленого ежекційною дією струменя рідини, що рухається з великою швидкістю; наявність мікроскопічних пор на робочих поверхнях вогнетривких плит або зазору поміж ними, який виникає в реальних умовах розливання при розклинювальній дії металевої корки, що утворилась на стінках каналу.

Вірогідність появи зон розрідження у розливальному каналі різко зростає у випадку дроселювання струменя, тобто у момент появлення на його шляху перетину (виступаючої кромки нижньої вогнетривкої плити), при огинанні якого виникає відрив рідинного потоку від стінок каналу. Через різницю тисків у порожнину, що утворюється, через мікроскопічні пори, які існують поміж контактуючими робочими поверхнями плит, проникає із навколишнього середовища атмосферне повітря, котре захоплюється струменем і заноситься вглиб рідкої ванни. В табл.3 наведена інформація про розрідження, що виникало у розливальному каналі в зоні контакту вогнетривких плит моделі затвору при різному ступені перекриття його каналу під час експериментальних досліджень. При цьому дані про коефіцієнт витрати струменя отримали розрахунковим шляхом на основі співставлення фактичних значень масової швидкості розливання, що була зафіксована на фізичній моделі, з теоретичними, які розрахували по відомій формулі гідравліки.

Оцінку інтенсивності проникнення повітря поміж контактуючими робочими поверхнями вогнетривких плит у залежності від ступеня розрідження, що виникало у каналі затвору, виконали на основі результатів експерименту, який проводився з використанням дослідно-промислових зразків дво- і триплитних затворів. Суть експерименту полягала у контролі об'єму повітря, яке надходило за одиницю часу поміж вогнетривких плит у канал затвору при створенні у ньому розрідження у встановлених межах у відповідності з даними табл. 3.

В якості дійсної міри, що спрямована на усунення негативних наслідків, які викликані підсосом у сталевипускний канал ковша повітря, було вирішено використати його евакуацію із порожнини вогнетривкого захисного елементу (труби або стакану), яка здійснюється за допомогою газоповітряного ежектора.

Прийняття оптимальних технічних рішень при розробці обладнання, що використовується для реалізації технології безперервного розливання сталі у розрідженій атмосфері, потребувало досліджень роботи малогабаритних ежекторів і з'ясування механізму взаємодії струменя, який витікає, з рідкою ванною проміжного ковша або кристалізатора у випадку зміни тиску у просторі навколо струменя. Методом фізичного моделювання на основі результатів зйомки газорідинних потоків і контролю їх швидкісних параметрів встановлено, що при забезпеченні розрідження у порожнині зануреного захисного елемента виникає різке зменшення кількості і глибини проникнення у ванну проміжного ковша або кристалізатора повітряних кульок, які захоплюються струменем рідини, що витікає. Цей факт пояснюється зміною співвідношення сили витискування Архімеда Fа і сили швидкісного напору Fс.н, які одночасно діють на повітряні кульки у зустрічних напрямках. Відношення Fс.н Fа = 0,752срdпg показує, що глибина проникнення повітряних кульок у рідку ванну зменшується при збільшенні їх діаметра dп і зниженні швидкості руху рідкого середовища ср у каналі зануреного стакану. Розрахунки показали, що розрідження у порожнині зануреного стакану дозволяє знизити відношення Fс.н Fа у 35 разів у порівнянні зі звичайним способом екранування струменя, який витікає. А це призводить до суттєвого зменшення глибини проникнення газових кульок у ванну проміжного ковша або кристалізатора, тобто до скорочення площі і тривалості контакту рідкої і газової фаз і, природно, інтенсивності вторинного окислення металу.

Таблиця 3. Вплив гідродинамічних умов руху струменя рідини на розрідження у каналі моделі затвору

Ступінь перекриття каналу моделі затвору	Швидкість струменя рідини у каналі, м/с	Коефіцієнт витрати струменя	Розрідження у каналі моделі затвору, мм.в.ст.
0	5,3	0,91	180 - 200
0,25	4,8	0,72	200 - 240
0,50	4,1	0,64	160 - 180

Ефективність роботи блоку розрідження касетного затвору у першу чергу залежить від характеристик ежекторного пристрою, що входить до його складу. Досконалість ежектора як газоструминного апарату оцінюють значенням ККД, який визначає відношення енергії, котра отримана у процесі змішування потоком, що інжектується, до енергії, яка витрачається робочим потоком.

Рішення завдання щодо підвищення показників роботи блоку розрідження касетного затвору зводиться до визначення параметрів робочого газу і його витрати для досягнення необхідного ступеня стиснення при заданих значеннях кінцевого та початкового тисків газоповітряної суміші, що інжектується у процесі її евакуації із порожнини зануреної захисної труби у навколишнє середовище. У цьому випадку кінцевий тиск суміші дорівнює атмосферному Рс = 108 кПа.

У відповідності з нею тиск у порожнині захисної труби при розливанні з розрідженням повинен бути таким, щоб рівень рідкої сталі при підйомі залишався нижче зрізу стакана- колектора мінімум на 100 мм, а допустима висота підйому рівня рідкої сталі у порожнині захисної труби, яка занурена під рівень вільної поверхні металу у проміжному ковші на глибину hг, складала:

hп = Lс - hг - hб.

Тут Lс - довжина захисної труби, hб - мінімально можливе наближення рідкої сталі до стикувального вузла ковшового затвору.

Приймаючи за площину порівняння горизонтальну площину 1-1, при об'ємній густині сталі с можна записати:

Pа + сghг = Pн + сg ( Lс - hб ) = Pн + сg ( hг + hп ).

Тоді тиск у порожнині захисної труби під час розливання з розрідженням:

Pн = Pа - сghп.

Враховуючи, що довжина захисної труби, яка використовується для екранування струменя металу на ділянці сталерозливний ківш - проміжний ківш, знаходиться у межах 950-1200 мм, а заглиблення її нижньої частини відносно вільної поверхні рідкої сталі у проміжному ковші може становити від 200 до 300 мм, нижнє та верхнє значення величини hп відповідно будуть дорівнювати hп min = 950 - 300 - 100 = 550 мм і hп max = 1200 - 200 - 100 = 800 мм.

У цьому випадку тиск у порожнині зануреної труби під час розливання з розрідженням повинний бути знижений до наступних значень:

P min = Pа - с g hп max = 108000 - 7000 . 9,8 . 0,8 = 53,1 кПа;

P max = Pа - с g hп min = 108000 - 7000 . 9,8 . 0,55 = 70,3 кПа.

При проектуванні малогабаритного ежектора блоку розрідження ковшового затвору виходили з того, що вирішальним геометричним параметром будь якого струминного апарату є Fз / Fр - відношення площі перерізу камери змішування до площі перерізу робочого сопла. Від значення цього параметру залежать такі характеристики ежектора, як кратність інжекції і розрідження, що забезпечується. При малому значенні відношення Fз / Fр кратність інжекції знижується, а розрідження росте. Поряд з указаним параметром на ефективність роботи ежектора суттєво впливає форма отвору сопла і його віддалення від камери змішування.

Оцінку ступеня впливу вказаних параметрів на розрідження в порожнині захисного елементу, що забезпечується струминним апаратом, виконали з використанням лабораторного стенду, який включав ежектор, забезпечений змінними соплами, що встановлюються з можливістю переміщення вздовж осі, а також контрольно-вимірювальну апаратуру, котра дозволяла фіксувати забезпечуваний їм перепад тиску при відповідних значеннях витрати і тиску робочого газу (повітря).

Досліди, що проведені з використанням конічних і циліндричних робочих сопел з діаметром вихідного отвору 5,7,10, 12 мм, а також щілинних з розмірами поперечного перерізу 0,8 х 5 мм, 1,2 х 8 мм, 1,5 х 10 мм і 2 х 12,5 мм, дозволили встановити залежності розрідження, що створюється ежектором, від розвинутої потужності потоку робочого повітря для кожного типу сопла при різному його віддаленні від камери змішування.

Найбільш ефективну роботу ежектора забезпечили щілинні сопла, тому їх застосували в ході подальших лабораторних досліджень, які проводилися з метою відпрацювання технологічних параметрів процесу розливання сталі при зниженому тиску.

На основі статистичної обробки експериментальних і розрахункових даних з використанням програми StatGraphics for Windows, отримали залежність, яка дозволяє з врахуванням прийнятих геометричних і тех.-нологічних параметрів пристрою для безперервного розливання сталі в розрідженій атмосфері визначити тиск робочого повітря Рв (кПа), яке подається до ежектора блоку розрідження ковшового затвору і забезпечує стійку його роботу при заданому коефіцієнті інжекції u = 0,01 - 0,05, котрий враховує можливість підсосу повітря у порожнину захисного вогнетривкого елементу через неповну герметизацію стиків:

Pв = -1107,77 hб - 1553,1 hг + 663,913 Lc + 3596,41 u.

З використанням одержаних даних теоретичних та експериментальних досліджень розраховані конструктивні і робочі параметри структурного блоку ковшового затвора касетного типу, який призначений для реалізації технології безперервного розливання сталі у розрідженій атмосфері при екрануванні струменя металу захисними трубами та зануреними стаканами. Технічна документація на дослідно-промисловий зразок такого затвору передана ЗАТ “Новокраматорський машинобудівний завод” для використання у проектах реконструкції діючих МБЛЗ.

6. Розрахунок і конструювання блока ковшового затвору для уводу дрібнених феросплавів під струмінь металу під час розливання

присвячений розробці основ розрахунку і створенню конструкції пристрою, що призначений для дозованого введення лігатур та модифікаторів у процесі розливання сталі у виливниці і забезпечує виключення дії ряду факторів, які викликають підвищений угар дорогих феросплавів, що використовуються для надання особливих властивостей металу.

У відповідності з загальновідомими критеріями оцінки ефективності роботи пристроїв, що забезпечують отримання металу заданого хімічного складу, головною вимогою, яка пред'являється до дозувальної системи, є підтримка постійності оптимального співвідношення об'ємних витрат рідкої сталі і феросплавів, котрі вводяться. Тому прийняте технічне рішення при розробці блока ковшового затвору для дозованого введення сипучих матеріалів у сталь, що розливається, було зорієнтовано на його використання у комплексі з живильником, який має пневматичний привод і закріплюється перед розливанням на корпусі ковша. При цьому інтенсивність видачі подрібнених феросплавів із живильного бункера повинна задаватися блоком регулювання ковшового затвору в залежності від ступеня відкриття його каналу, діаметр якого становить dп, а площа прохідного перерізу визначає масову швидкість розливання. Вказані вимоги виконано за рахунок того, що в конструкції блока регулювання забезпечена можливість автоматичної підтримки відповідності поміж площею прохідного перерізу отвору 3, який повністю або частково перекривається гільзою 4, що пересувається у втулці 1, та площею прохідного перерізу каналу затвора. Причому положення гільзи 4 відносно втулки 1, яке залежить від ступеня відкриття каналу затвора, визначає об'ємну витрату газопорошкової суміші, що подається під струмінь металу крізь отвір 3, і частоту обертання вала пневмодвигуна.

Вихідними даними при розробці метода розрахунку геометричних розмірів елементів системи регулювання були початкові параметри нейтрального газу, який використовується в якості енергоносія для пневматичного привода живильника і транспортуючого середовища: тиск Ро, температура То, газова постійна R і показник адіабати к.

У процесі роботи затвору з системою регулювання інтенсивності подачі матеріалів у сталь, що розливається, газ на початку розширюється при витіканні із сопла у змішувальну камеру, яка встановлена у нижній частині бункера з подрібненим феросплавом, а потім на виході із каналу втулки блоку регулювання. При цьому його тиск двічі поступово знижується з Ро до Рзк = 1,1 Рнс і з Рзк до Рнс . Враховуючи, що початковий тиск газу дорівнює тиску у цеховій мережі (~ 0,4 МПа), а тиск у навколишньому середовищі Рнс = 0,108 МПа, решту його параметрів визначили, виходячи з умови початку критичного режиму витікання газового струменя при показнику адіабати к, з використанням відомих у газодинаміці залежностей.

Критичний тиск у критичному перерізі сопла змішувальної камери:

Ркр = фкрРо,

де фкр - критичне відношення тисків, що відповідає показнику адіабати к.

Критична температура нейтрального газу:

Ткр = 2То/(к+1).

Критична швидкість витікання газу крізь сопло у змішувальній камері:

uкр = v2к/(к+1)RTо.

Щільність газу при критичному режимі витікання:

скр = Ркр/(RTкр).

Площа поперечного перерізу сопла

Sкр = М/(скр uкр),

де М - масова витрата газу крізь сопло у змішувальній камері.

Діаметр сопла у критичному перерізі:

dc = v4Sкр/р = ?4М/(скр uкр р).

Потрібна швидкість витікання транспортуючого газу із отвору втулки регулюючого блоку значно нижче звукової (критичної), тому різниця тисків, під дією якої забезпечується необхідний режим руху газового струменя, повинна бути незначною, тобто Рзк ? 1,1Рн с.

В цьому випадку газ можна рахувати нестиснутим і його об'ємна витрата Vс дорівнює добутку швидкості витікання у навколишній простір uс на площу вихідного отвору втулки блоку регулювання:

Vс = цSоuс ,

де ц- коефіцієнт звуження газового струменя.

Потрібна площа вихідного отвору втулки блоку регулювання:

Sо = Vс /(цuс).

У відповідності з розрахунковою схемою:

Sо = ba.

Довжина прямокутного вихідного отвору втулки відповідно принципу дії блоку регулювання повинна дорівнюватися діаметру отвору рухомої плити ковшового затвору, тобто b = dn. Тоді ширина вихідного отвору втулки a = Sо / dn.

Максимальна довжина пружин, які повертають гільзу блока регулювання у вихідний стан при його запиранні підчас закриття затвору Lmax = l0 + l1 + l2. Тут l0 - початкова довжина пружини; l1 - деформація пружини при розтягненні, яке викликає силу, що забезпечує запирання блоку при робочому тиску транспортуючого газу; l2 - робочий хід пружини, що дорівнює довжині вихідного отвору втулки блоку.

Деформація пружини, при якій виникає стискаюча сила, яка достатня для подолання дії тиску газу при запиранні блоку:

l1 = c n F/2,

де с - осьова податливість одного витка пружини; n - число витків пружини; F - осьова сила, що переборюється пружинами у попередньому положенні.

Значення осьової сили необхідно визначати, виходячи з умови, що при запертому блоці і зупиненому пневматичному двигуні тиск газу у каналі гільзи буде дорівнювати його тиску у цеховій мережі, тобто:

F = m Po р dг2/4,

де Ро - робочий тиск газу у цеховій мережі; dг - діаметр каналу гільзи; m - поправний коефіцієнт, що враховує додаткове навантаження від сил тертя поміж поверхнями гільзи і втулки блоку.

У першому наближенні діаметр каналу гільзи блоку повинен бути рівним діаметру сопла dг = dс.

З використанням одержаних залежностей для умов експлуатації ковзних затворів, які встановлені на ковшах різної місткості, розрахували параметри регулюючих блоків (табл. 4). При цьому в якості транспортуючого газу приймали азот з параметрами:

Ро = 0,4 МПа; То = 293°К; с = 1,25 кг/м3; R = 296,9 Н·м/(кг К).

На підставі даних розрахунку спроектували, виготовили та випробували у лабораторних та виробничих умовах дослідно-промисловий зразок навісної установки, що включала ковшовий затвор з блоком дозованого уводу подрібнених феросплавів під струмінь сталі, яку розливали. За рахунок підвищення рівномірності подачі матеріалів при використанні запропонованого технічного рішення для реалізації технології мікролегування сталі вдалося підвищити ступінь засвоєння титану до 94,1% і бору до 92,9 %.

Таблиця 4. Дані розрахунку геометричних параметрів блоку затвора для дозованого уведення реагентів під струмінь металу при розливанні

Місткість ковша, Т	Геометричні параметри блоку дозованого введення модифікаторів
	dc, мм	So, мм2	в, мм	А, мм	l1, мм	l2, мм	Lmax, мм	с, мм/Н	n
150	9,7	1375	60	22,9	70	60	130	0,1	40
250	9,7	1375	70	19,6	88	70	158	0,1	50
300	9,7	1375	80	17,2	106	80	186	0,1	60

7. Техніко-економічна ефективність використання виконаних теоретичних розробок і запропонованих технічних рішень

Приведені технічні результати і розрахунки економічної ефективності практичного використання багатофункціональної системи ковзного затвору, яка розрахована та сконструйована на основі розвинутих теоретичних положень і дозволила в умовах декількох металургійних підприємств знизити матеріальні, енергетичні і трудові витрати, що пов'язані з реалізацією комплексної технології позапічної обробки і розливання сталі, а також з експлуатацією і обслуговуванням відповідного механічного обладнання.

Завдяки використанню в якості базового блока розробленої системи ковзного затвору касетного типу вдалося досягти скорочення тривалості обороту сталерозливного ковша. Поряд з цим відпала необхідність у спеціалізованій майстерні по збиранню і сушці шиберних затворів, а чисельність і фонд заробітної плати персоналу, який зайнятий підготовкою сталерозливних ковшів, зменшуються на 20 - 30 %.

Застосування у конструкції продувного блока ковшового затвору щілинних фурм з регламентованими геометричними параметрами сопла сприяло зниженню питомих витрат на інжекційну обробку сталі мінімум у 4 рази у порівнянні з іншими способами продувки, а також скороченню браку на першому переділі по дефектам поверхні у 1,5 - 2,5 рази і у 1,2 - 1, 5 рази кількості низьколегованої і ресорно-пружинної сталі, що переведена у рядові марки із-за зниженої концентрації легуючих елементів.

Використання ковзного затвору, що забезпечений блоком регулювання і працює в комплексі з дозатором, який кріпиться на час розливання металу на поясі жорсткості ковша, забезпечило при реалізації технологій “пізнього модифікування” сталі підвищення рівномірності подачі подрібнених феросплавів під струмінь розплаву, який розливається сифонним способом у виливниці, і ступеня їх засвоєння, а це дало змогу зменшити майже у два рази витрати лігатур.

Запропоновані технічні рішення з обладнання ковшових затворів спеціальними блоками, які створюють газову завісу навколо струменя металу, що розливається сифонним способом у виливниці, або розрідження у порожнині захисної вогнетривкої труби чи зануреного стакану при безперервному розливанні, дозволяють поряд зі скороченням витрат дорого аргону підвищити ефективність заходів із захисту сталі від вторинного окислення, що в свою чергу сприяє закріпленню досягнутих результатів під час її позапічної обробки.

Висновки

енергосиловий касетний продувний ковшовий

Основний результат роботи - вирішення актуальної науково-технічної проблеми, що пов'язана з розвитком теорії розрахунку і принципів конструювання нового обладнання для реалізації комплексної технології позапічної обробки та розливання сталі, яка забезпечує оптимізацію співвідношення якісних і цінових показників виробленої металопродукції.

1. Виконаний системний аналіз техніко-економічної ефективності застосування механічного обладнання, яке призначене для прогресивних технологій ковшової обробки і наступного розливання сталі, показав перспективність і доцільність використання універсальних пристроїв, що забезпечують суміщення декількох технологічних операцій по покращанню якості сталі і тим самим сприяють скороченню загальної тривалості циклу її перебування у розливальному ковші.

2. Розроблена нова концепція проектування і використання багатофункціональних ковзних затворів як єдиної системи, що включає декілька спеціальних блоків, які дозволяють при мінімальних часових, матеріальних і енергетичних витратах здійснювати інжекційну обробку сталі у ковші під час її випуску із печі, дозований увід лігатур та модифікаторів у метал, що розливається, з забезпеченням його захисту від вторинного окислення.

3. На основі положень теорії пружності і пластичності розроблена математична модель для розрахунку об'ємного напружено-деформованого стану вогнетривких плит ковзних затворів, яка реалізована у вигляді пакету програм на базі методу кінцевих елементів. Встановлено, що значення допустимої сили притискування рухомої обойми ковзних затворів необхідно визначати з урахуванням геометричних та тривких характеристик керамічних виробів, які в них використовуються. В теоретичні залежності для розрахунку енергосилових параметрів приводів затворів уведені поправки, які враховують наявність у розливальному каналі твердої металевої корки та кількість контактуючих пар робочих поверхонь вогнетривких плит.

4. З урахуванням результатів експериментальних досліджень енергосилових параметрів розливальних пристроїв з поступовим пересуванням рухомої частини знайдені технічні рішення, які закладені в розроблені конструкції ковзних затворів нового покоління касетного типу, котрі дозволяють скоротити тривалість їх підготовки до роботи у порівнянні з діючими блочними затворами з 2-3 годин до 30-35 хвилин. Балансирна система притискування керамічних частин, яка в них використовується, забезпечує їх надійну роботу при різниці товщини вогнетривких плит, що досягає 1-3 мм.

5. Дійовою мірою із усунення прикладення поза віссю рушійної сили до рухомої обойми затвору, яке сприяє появі зазору поміж вогнетривкими плитами в умовах експлуатації електромеханічного приводу, є заміна кривошипно-шатунного механізму, що входить до його складу, на гіпоциклоідальний.

Постійність силових характеристик гідроприводу затвору незалежно від напрямку пересування його рухомої обойми, а також зниження потрібного тиску у гідросистемі на 15-17% забезпечено використанням двоплунжерного циліндра замість поршневого.

6. Підвищення ступеня усереднення рідкого металу щодо температури і хімічному складу перед розливанням, а також надійності продувного пристрою досягнуто за рахунок установленої у канал ковшового затвору щілинної металевої фурми, довжина і розміри поперечного перерізу якої обґрунтовані з використанням програмної реалізації запропонованого метода розрахунку її геометричних параметрів, котрий враховує умови розігріву розливального ковша, його місткість та товщину футерівки днища.

7. Інтенсивність вторинного окислення металу під час розливання у виливниці залежить від характеру газо-гідродинамічних процесів, що протікають у каналі ковшового затвору при формуванні струменя сталі, яка розливається, та її взаємодії з навколишнім повітряним середовищем на відкритій ділянці. Суттєве ослаблення негативного впливу вторинного окислення досягнуте за рахунок оптимізації форми і геометричних параметрів сталевипускного каналу ковша, а також створення навколо струменя сталі, що витікає, захисної завіси із нейтрального газу, котрий поступає із кільцевого сопла зі швидкістю не менш 4 м/с і з витратою 50-60 м3/г. Зазначені умови розливання забезпечені завдяки використанню блока газодинамічного захисту, параметри якого розраховані на підставі отриманих теоретичних залежностей.

...